Recerca sobre la frontissa flexible de rigidesa zero basada en el mecanisme de molla de manovella_Coneixement de la frontissa 1

Resum: La rigidesa rotacional de la frontissa flexible de rigidesa zero és aproximadament nul·la, la qual cosa supera el defecte que les frontisses flexibles ordinàries requereixen un parell de conducció i es pot aplicar a pinces flexibles i altres camps. Prenent les frontisses flexibles de l'anell interior i exterior sota l'acció del parell pur com a subsistema de rigidesa positiva, el mecanisme de rigidesa negativa de recerca i la combinació de rigidesa positiva i negativa poden construir una frontissa flexible de rigidesa zero. Proposa un mecanisme de rotació de rigidesa negativa——Mecanisme de molla de manovella, modelat i analitzat les seves característiques negatives de rigidesa; fent coincidir la rigidesa positiva i negativa, es va analitzar la influència dels paràmetres estructurals del mecanisme de molla de la manivela sobre la qualitat de la rigidesa zero; va proposar una molla lineal amb rigidesa i mida personalitzables——Corda de molla amb forma de diamant, es va establir el model de rigidesa i es va realitzar la verificació de simulació d'elements finits; finalment, es va completar el disseny, processament i prova d'una mostra compacta de frontissa flexible de rigidesa zero. Els resultats de la prova van mostrar que: sota l'acció del parell pur,±18°En el rang d'angles de rotació, la rigidesa rotacional de la frontissa flexible de rigidesa zero és un 93% inferior a la de les frontisses flexibles de l'anell interior i exterior de mitjana. La frontissa flexible de rigidesa zero construïda té una estructura compacta i una rigidesa zero d'alta qualitat; el mecanisme de rotació de rigidesa negativa proposat i la molla lineal té un gran valor de referència per a l'estudi del mecanisme flexible.

0 prefaci

Frontissa flexible (coixinet)

^[1-2]

Basant-se en la deformació elàstica de la unitat flexible per transmetre o convertir moviment, força i energia, s'ha utilitzat àmpliament en el posicionament de precisió i altres camps. En comparació amb els coixinets rígids tradicionals, hi ha un moment de restauració quan la frontissa flexible gira. Per tant, la unitat d'accionament ha de proporcionar un parell de sortida per conduir i mantenir la rotació de la frontissa flexible. Frontissa flexible de rigidesa zero

^[3]

(Zero rigidness flexural pivot, ZSFP) és una articulació rotativa flexible la rigidesa rotacional de la qual és aproximadament zero. Aquest tipus de frontissa flexible es pot mantenir en qualsevol posició dins del rang de carrera, també coneguda com a frontissa flexible d'equilibri estàtic

^[4]

, s'utilitzen principalment en camps com les pinces flexibles.

Basat en el concepte de disseny modular del mecanisme flexible, tot el sistema de frontissa flexible de rigidesa zero es pot dividir en dos subsistemes de rigidesa positiva i negativa, i el sistema de rigidesa zero es pot realitzar mitjançant la combinació de rigidesa positiva i negativa.

^[5]

. Entre ells, el subsistema de rigidesa positiva sol ser una frontissa flexible de gran carrera, com ara una frontissa flexible de canya creuada

^[6-7]

, frontissa flexible de canya de tres creus generalitzada

^[8-9]

i frontisses flexibles amb anell interior i exterior

^[10-11]

etc. Actualment, la investigació sobre frontisses flexibles ha aconseguit molts resultats, per tant, la clau per dissenyar frontisses flexibles de rigidesa zero és combinar mòduls de rigidesa negativa adequats per a frontisses flexibles[3].

Les frontisses flexibles de l'anell interior i exterior (pivots de flexió de l'anell interior i exterior, IORFP) tenen excel·lents característiques en termes de rigidesa, precisió i deriva de la temperatura. El mòdul de rigidesa negativa corresponent proporciona el mètode de construcció de la frontissa flexible de rigidesa zero i, finalment, completa el disseny, el processament de la mostra i les proves de la frontissa flexible de rigidesa zero.

1 mecanisme de molla de manovella

1.1 Definició de rigidesa negativa

La definició general de rigidesa K és la velocitat de canvi entre la càrrega F suportada per l'element elàstic i la deformació corresponent dx

K= dF/dx (1)

Quan l'increment de càrrega de l'element elàstic és oposat al signe de l'increment de deformació corresponent, és una rigidesa negativa. Físicament, la rigidesa negativa correspon a la inestabilitat estàtica de l'element elàstic

^[12]

.Els mecanismes de rigidesa negativa tenen un paper important en el camp de l'equilibri estàtic flexible. Normalment, els mecanismes de rigidesa negativa tenen les característiques següents.

(1) El mecanisme reserva una certa quantitat d'energia o experimenta una certa deformació.

(2) El mecanisme es troba en un estat d'inestabilitat crític.

(3) Quan el mecanisme està lleugerament alterat i deixa la posició d'equilibri, pot alliberar una força més gran, que està en la mateixa direcció que el moviment.

1.2 Principi de construcció de la frontissa flexible de rigidesa zero

La frontissa flexible de rigidesa zero es pot construir mitjançant la concordança de rigidesa positiva i negativa, i el principi es mostra a la figura 2.

(1) Sota l'acció del parell pur, les frontisses flexibles de l'anell interior i exterior tenen una relació parell-angle de gir aproximadament lineal, tal com es mostra a la figura 2a. Especialment, quan el punt d'intersecció es troba al 12,73% de la longitud de la canya, la relació parell-angle de gir és lineal.

^[11]

, en aquest moment, el moment de restauració Mpivot (en sentit horari) de la frontissa flexible està relacionat amb l'angle de rotació del coixinetθ(en sentit contrari a les agulles del rellotge) la relació és

Mpivot=(8EI/L)θ (2)

A la fórmula, E és el mòdul elàstic del material, L és la longitud de la canya i I és el moment d'inèrcia de la secció.

(2) Segons el model de rigidesa rotacional de les frontisses flexibles de l'anell interior i exterior, el mecanisme de rotació de rigidesa negativa coincideix i les seves característiques de rigidesa negatives es mostren a la figura 2b.

(3) En vista de la inestabilitat del mecanisme de rigidesa negativa

^[12]

, la rigidesa de la frontissa flexible de rigidesa zero hauria de ser aproximadament zero i superior a zero, tal com es mostra a la figura 2c.

1.3 Definició de mecanisme de molla de manovella

Segons la literatura [4], es pot construir una frontissa flexible de rigidesa zero introduint una molla pre-deformada entre el cos rígid mòbil i el cos rígid fix de la frontissa flexible. Per a la frontissa flexible de l'anell interior i exterior que es mostra a la FIG. A la figura 1, s'introdueix una molla entre l'anell interior i l'anell exterior, és a dir, s'introdueix un mecanisme de maneta de molla (SCM). En referència al mecanisme lliscant de la manivela que es mostra a la figura 3, els paràmetres relacionats del mecanisme de la molla de la manivela es mostren a la figura 4. El mecanisme de manovella-molla es compon d'una manovella i una molla (establir la rigidesa com a k). l'angle inicial és l'angle inclòs entre la manovella AB i la base AC quan la molla no està deformada. R representa la longitud de la manovella, l representa la longitud de la base i defineix la relació de longitud de la manovella com la relació de r a l, és a dir. = r/l (0<<1).

La construcció del mecanisme de manovella-molla requereix la determinació de 4 paràmetres: la longitud de la base l, la relació de longitud de la manovella, l'angle inicial i la rigidesa de la molla K.

La deformació del mecanisme de molla de manovella sota força es mostra a la figura 5a, en el moment M

_γ

Sota l'acció, la manovella es mou des de la posició inicial AB

_Beta

dirigir-se a AB

_γ

, durant el procés de rotació, l'angle inclòs de la manovella respecte a la posició horitzontal

_γ

anomenat angle de la manivela.

L'anàlisi qualitativa mostra que la manovella gira des de AB (posició inicial, M & gamma; Zero) a AB0 (“punt mort”ubicació, M

_γ

és zero), el mecanisme de cigonyal-molla té una deformació amb característiques negatives de rigidesa.

1.4 La relació entre el parell i l'angle de gir del mecanisme de molla de la manivela

A la Fig. 5, el parell M & gamma; en sentit horari és positiu, l'angle de la manivela & gamma; en sentit contrari a les agulles del rellotge és positiu i la càrrega de moment M es modela i s'analitza a continuació.

_γ

amb angle de manovella

_γ

Es dimensiona la relació entre el procés de modelització.

Com es mostra a la figura 5b, l'equació d'equilibri de parell de la manovella AB & gamma està a la llista.

En la fórmula, F & gamma; és la força de restauració de la molla, d & gamma; és F & gamma; al punt A. Suposem que la relació desplaçament-càrrega de la molla és

A la fórmula, K és la rigidesa de la molla (no necessàriament un valor constant),δ

xγ

és la quantitat de deformació de la molla (escurçada a positiu),δ

xγ

=|B

_Beta

C| – |B

_γ

C|.

Tipus simultani (3)(5), moment M

_γ

amb cantonada

_γ

La relació és

1.5 Anàlisi de les característiques negatives de rigidesa del mecanisme cigonyal-molla

Per tal de facilitar l'anàlisi de les característiques negatives de rigidesa del mecanisme de manovella-molla (moment M

_γ

amb cantonada

_γ

relació), es pot suposar que la molla té una rigidesa positiva lineal, aleshores la fórmula (4) es pot reescriure com

A la fórmula, Kconst és una constant major que zero. Després de determinar la mida de la frontissa flexible, també es determina la longitud l de la base. Per tant, suposant que l és una constant, la fórmula (6) es pot reescriure com

on Kconstl2 és una constant major que zero, i el coeficient de moment m & gamma; té una dimensió d'un. Les característiques negatives de rigidesa del mecanisme de cigonyal-molla es poden obtenir analitzant la relació entre el coeficient de parell m & gamma; i l'angle de gir & gamma.

A partir de l'equació (9), la figura 6 mostra l'angle inicial =π relació entre m & gamma; i la relació de longitud de la manivela i l'angle de gir & gamma;, & isin;[0,1, 0,9],& gamma;& isin;[0, π]. La figura 7 mostra la relació entre m & gamma; i angle de gir & gamma; per = 0,2 i diferent. La figura 8 mostra =π Quan, sota diferents , la relació entre m & gamma; i angle & gamma.

D'acord amb la definició del mecanisme de molla de manovella (secció 1.3) i la fórmula (9), quan k i l són constants, m & gamma; Només relacionat amb l'angle & gamma;, relació de longitud de la manovella i angle inicial de la manovella.

(1) Si i només si & gamma; és igual a 0 oπ o ,m & gamma; és igual a zero; & gamma; & isin;[0, ],m & gamma; és més gran que zero; & gamma; & està dins;[π], m & gamma; menys de zero. & isin;[0, ],m & gamma; és més gran que zero; & gamma;& està dins;[π], m & gamma; menys de zero.

(2) & gamma; Quan [0, ], l'angle de gir & gamma; augmenta, m & gamma; augmenta de zero a l'angle del punt d'inflexió & gamma;0 pren el valor màxim m & gamma;max, i després disminueix gradualment.

(3) El rang característic de rigidesa negativa del mecanisme de molla de la manivela: & gamma;& isin;[0, & gamma;0], en aquest moment & gamma; augmenta (en sentit contrari a les agulles del rellotge) i el parell M & gamma; augmenta (en sentit horari). L'angle del punt d'inflexió & gamma; 0 és l'angle de gir màxim de la rigidesa negativa característica del mecanisme de cigonyal-molla i & gamma;0 & isin;[0, ];m & gamma;max és el màxim coeficient de moment negatiu. Donats i , la derivació de l'equació (9) produeix & gamma;0

(4) com més gran sigui l'angle inicial, & gamma; el més gran 0, m

_γmàx

més gran.

(5) com més gran sigui la relació de longitud, & gamma; el menor 0, m

_γmàx

més gran.

En particular, =πLes característiques negatives de rigidesa del mecanisme de molla de manovella són les millors (el rang d'angle de rigidesa negativa és gran i el parell que es pot proporcionar és gran). =πAl mateix temps, en diferents condicions, l'angle de gir màxim & gamma de la rigidesa negativa característica del mecanisme de molla de la manivela; 0 i el coeficient màxim de parell negatiu m & gamma; El màxim es mostra a la taula 1.

2 Construcció de frontissa flexible de rigidesa zero

La coincidència de la rigidesa positiva i negativa del 2.1 es mostra a la figura 9, n (n 2) grups de mecanismes de molla de manivela paral·lels es distribueixen uniformement al voltant de la circumferència, formant un mecanisme de rigidesa negativa combinat amb les frontisses flexibles de l'anell interior i exterior.

Utilitzant les frontisses flexibles de l'anell interior i exterior com a subsistema de rigidesa positiva, construïu una frontissa flexible de rigidesa zero. Per aconseguir una rigidesa zero, coincideix amb la rigidesa positiva i negativa

simultani (2), (3), (6), (11) i & gamma;=θ, la càrrega F & es pot obtenir gamma de la primavera; i desplaçamentδLa relació de x & gamma; és

Segons la secció 1.5, el rang d'angle de rigidesa negativa del mecanisme de molla de la manivela: & gamma;& isin;[0, & gamma;0] i & gamma;0 & isin;[0, ], la carrera de la frontissa flexible de rigidesa zero ha de ser inferior a & gamma;0, és a dir. la molla està sempre en estat deformat (δxγ≠0). El rang de rotació de les frontisses flexibles de l'anell interior i exterior és±0,35 rad(±20°), simplifiqueu les funcions trigonomètriques sin & gamma; i cos & gamma; com segueix

Després de la simplificació, la relació càrrega-desplaçament de la molla

2.2 Anàlisi d'errors del model de concordança de rigidesa positiva i negativa

Avalueu l'error causat pel tractament simplificat de l'equació (13). Segons els paràmetres de processament reals de la frontissa flexible de rigidesa zero (secció 4.2): n = 3, l = 40 mm, =π, = 0,2,E = 73 GPa; Les dimensions de la canya de frontissa flexible de l'anell interior i exterior L = 46 mm, T = 0,3 mm, W = 9,4 mm; Les fórmules de comparació (12) i (14) simplifiquen la relació de desplaçament de càrrega i l'error relatiu de les molles davantera i posterior, tal com es mostra a les figures 10a i 10b respectivament.

Com es mostra a la figura 10, & gamma; és inferior a 0,35 rad (20°), l'error relatiu causat pel tractament simplificat a la corba càrrega-desplaçament no supera el 2,0% i la fórmula

El tractament simplificat de (13) es pot utilitzar per construir frontisses flexibles de rigidesa zero.

2.3 Característiques de rigidesa de la molla

Suposant que la rigidesa de la molla és K, la simultània (3), (6), (14)

Segons els paràmetres de processament reals de la frontissa flexible de rigidesa zero (secció 4.2), la corba de canvi de rigidesa de la molla K amb angle & gamma; es mostra a la figura 11. En particular, quan & gamma;= 0, K pren el valor mínim.

Per a la comoditat del disseny i el processament, la molla adopta una molla de rigidesa positiva lineal i la rigidesa és Kconst. En tota la carrera, si la rigidesa total de la frontissa flexible de rigidesa zero és superior o igual a zero, Kconst hauria de prendre el valor mínim de K

L'equació (16) és el valor de rigidesa de la molla de rigidesa positiva lineal quan es construeix la frontissa flexible de rigidesa zero. 2.4 Anàlisi de la qualitat de rigidesa zero La relació càrrega-desplaçament de la frontissa flexible de rigidesa zero construïda és

Es pot obtenir la fórmula simultània (2), (8), (16).

Per avaluar la qualitat de la rigidesa zero, el rang de reducció de la rigidesa de la frontissa flexible abans i després d'afegir el mòdul de rigidesa negativa es defineix com el coeficient de qualitat de rigidesa zero.η

η Com més a prop del 100%, més alta serà la qualitat de la rigidesa zero. La figura 12 és 1-η Relació amb la relació de longitud de la manovella i l'angle inicial η És independent del nombre n de mecanismes paral·lels de molla de manovella i de la longitud l de la base, però només està relacionat amb la relació de longitud de la manovella, l'angle de rotació & gamma; i l'angle inicial.

(1) L'angle inicial augmenta i la qualitat de la rigidesa zero millora.

(2) La relació de longitud augmenta i la qualitat de rigidesa zero disminueix.

(3) Angle & gamma; augmenta, la qualitat de rigidesa zero disminueix.

Per millorar la qualitat de rigidesa zero de la frontissa flexible de rigidesa zero, l'angle inicial hauria de tenir un valor més gran; la relació de longitud de la manivela ha de ser tan petita com sigui possible. Al mateix temps, segons els resultats de l'anàlisi de la secció 1.5, si és massa petit, la capacitat del mecanisme de molla de manovella per proporcionar rigidesa negativa serà feble. Per tal de millorar la qualitat de rigidesa zero de la frontissa flexible de rigidesa zero, l'angle inicial =π, relació de longitud de la manovella = 0,2, és a dir, els paràmetres de processament reals de la frontissa flexible de rigidesa zero de la secció 4.2.

Segons els paràmetres de processament reals de la frontissa flexible de rigidesa zero (secció 4.2), la relació de parell-angle entre les frontisses flexibles de l'anell interior i exterior i la frontissa flexible de rigidesa zero es mostra a la figura 13; la disminució de la rigidesa és el coeficient de qualitat de rigidesa zeroηLa relació amb el racó & gamma; es mostra a la figura 14. Segons la figura 14: a 0,35 rad (20°) rang de rotació, la rigidesa de la frontissa flexible de rigidesa zero es redueix en una mitjana del 97%; 0,26 rad(15°) cantonades, es redueix un 95%.

3 Disseny de moll de rigidesa positiva lineal

La construcció de la frontissa flexible de rigidesa zero sol ser després de determinar la mida i la rigidesa de la frontissa flexible i, a continuació, s'inverteix la rigidesa de la molla del mecanisme de molla de la manivela, de manera que els requisits de rigidesa i mida de la molla són relativament estrictes. A més, l'angle inicial =π, de la figura 5a, durant la rotació de la frontissa flexible de rigidesa zero, la molla sempre està en estat comprimit, és a dir“Molla de compressió”.

La rigidesa i la mida dels ressorts de compressió tradicionals són difícils de personalitzar amb precisió i sovint es requereix un mecanisme de guia en les aplicacions. Per tant, es proposa una molla la rigidesa i la mida del qual es poden personalitzar——Corda de molla amb forma de diamant. La corda de molles amb forma de diamant (figura 15) es compon de múltiples molles amb forma de diamant connectades en sèrie. Té les característiques de disseny estructural lliure i alt grau de personalització. La seva tecnologia de processament és coherent amb la de les frontisses flexibles, i ambdues es processen mitjançant un tall de filferro de precisió.

3.1 Model de desplaçament de càrrega d'una corda de ballesta en forma de diamant

A causa de la simetria de la molla de la fulla ròmbica, només cal sotmetre's a una anàlisi de tensions, com es mostra a la figura 16. α és l'angle entre la canya i l'horitzontal, la longitud, l'amplada i el gruix de la canya són Ld, Wd, Td respectivament, f és la càrrega unificada dimensionalment sobre la molla de la fulla rombe,δy és la deformació de la molla de fulla ròmbica en la direcció y, la força fy i el moment m són càrregues equivalents a l'extrem d'una sola canya, fv i fw són forces components de fy en el sistema de coordenades wov.

Segons la teoria de la deformació del feix d'AWTAR[13], la relació càrrega-desplaçament unificada dimensionalment d'una sola canya

A causa de la relació de restricció del cos rígid a la canya, l'angle final de la canya abans i després de la deformació és zero, és a dirθ = 0. Simultània (20)(22)

L'equació (23) és el model d'unificació dimensional desplaçament-càrrega de la molla ròmbica. n2 ballades ròmbiques estan connectades en sèrie, i el seu model de càrrega-desplaçament és

De la fórmula (24), quanαQuan d és petit, la rigidesa de la corda de la molla amb forma de diamant és aproximadament lineal sota les dimensions i les càrregues típiques.

3.2 Verificació del model per simulació d'elements finits

Es duu a terme la verificació de simulació d'elements finits del model de càrrega-desplaçament de la ballesta en forma de diamant. Utilitzant ANSYS Mechanical APDL 15.0, els paràmetres de simulació es mostren a la taula 2 i s'aplica una pressió de 8 N a la molla de fulla en forma de diamant.

A la Fig. 17 (dimensionalització). Per a quatre molles de fulla rombes amb diferents angles d'inclinació, l'error relatiu entre el model i els resultats de la simulació d'elements finits no supera l'1,5%. S'ha verificat la validesa i exactitud del model (24).

4 Disseny i prova de frontissa flexible de rigidesa zero

4.1 Disseny de paràmetres de frontissa flexible de rigidesa zero

Per dissenyar una frontissa flexible de rigidesa zero, primer s'han de determinar els paràmetres de disseny de la frontissa flexible d'acord amb les condicions de servei i, a continuació, s'han de calcular inversament els paràmetres rellevants del mecanisme de molla de la manivela.

4.1.1 Paràmetres de frontissa flexibles

El punt d'intersecció de les frontisses flexibles de l'anell interior i exterior es troba al 12,73% de la longitud de la canya, i els seus paràmetres es mostren a la taula 3. Substituint a l'equació (2), la relació parell-angle de gir de les frontisses flexibles de l'anell interior i exterior és

4.1.2 Paràmetres del mecanisme de rigidesa negativa

Com es mostra a la fig. 18, prenent el nombre n de mecanismes de molla de manovella en paral·lel com a 3, la longitud l = 40 mm està determinada per la mida de la frontissa flexible. segons la conclusió de la secció 2.4, l'angle inicial =π, relació de longitud de la manivela = 0,2. Segons l'equació (16), la rigidesa de la molla (i.e. corda de molla de fulla de diamant) és Kconst = 558,81 N/m (26)

4.1.3 Paràmetres de corda de moll de fulla de diamant

per l = 40 mm, =π, = 0,2, la longitud original de la molla és de 48 mm i la deformació màxima (& gamma;= 0) és de 16 mm. A causa de les limitacions estructurals, és difícil que un sol moll de fulla rombe produeixi una deformació tan gran. Utilitzant quatre balles de rombes en sèrie (n2 = 4), la rigidesa d'una sola ballesta de rombes és

Kd=4Kconst=2235,2 N/m (27)

Segons la mida del mecanisme de rigidesa negativa (figura 18), donada la longitud de la canya, l'amplada i l'angle d'inclinació de la canya del ressort de fulla en forma de diamant, la canya es pot deduir de la fórmula (23) i la fórmula de la rigidesa (27) de la molla de fulla en forma de diamant Gruix. Els paràmetres estructurals de les molles de fulles rombes es mostren a la taula 4.

superfície4

En resum, s'han determinat els paràmetres de la frontissa flexible de rigidesa zero basats en el mecanisme de molla de la manivela, tal com es mostra a la taula 3 i a la taula 4.

4.2 Disseny i processament de la mostra de frontissa flexible de rigidesa zero Consulteu la literatura [8] per al mètode de processament i prova de la frontissa flexible. La frontissa flexible de rigidesa zero es compon d'un mecanisme de rigidesa negativa i una frontissa flexible d'anell interior i exterior en paral·lel. El disseny estructural es mostra a la figura 19.

Tant les frontisses flexibles de l'anell interior com l'exterior i les cordes de molles amb forma de diamant es processen amb màquines-eina de tall de filferro de precisió. Les frontisses flexibles de l'anell interior i exterior es processen i munten en capes. La figura 20 és la imatge física de tres conjunts de cordes de molla amb forma de diamant i la figura 21 és la rigidesa zero muntada. La imatge física de la mostra de frontissa flexible.

4.3 La plataforma de prova de rigidesa rotacional de la frontissa flexible de rigidesa zero En referència al mètode de prova de rigidesa rotacional de [8], es construeix la plataforma de prova de rigidesa rotacional de la frontissa flexible de rigidesa zero, tal com es mostra a la figura 22.

4.4 Tractament experimental de dades i anàlisi d'errors

La rigidesa rotacional de les frontisses flexibles de l'anell interior i exterior i les frontisses flexibles de rigidesa zero es va provar a la plataforma de prova i els resultats de la prova es mostren a la figura 23. Calculeu i dibuixeu la corba de qualitat de rigidesa zero de la frontissa flexible de rigidesa zero segons la fórmula (19), tal com es mostra a la figura. 24.

Els resultats de la prova mostren que la rigidesa rotacional de la frontissa flexible de rigidesa zero és propera a zero. En comparació amb les frontisses flexibles de l'anell interior i exterior, la frontissa flexible de rigidesa zero±0,31 rad(18°) la rigidesa es va reduir en una mitjana del 93%; 0,26 rad (15°), la rigidesa es redueix un 90%.

Com es mostra a les figures 23 i 24, encara hi ha una certa bretxa entre els resultats de la prova de la qualitat de rigidesa zero i els resultats del model teòric (l'error relatiu és inferior al 15%), i les principals raons de l'error són les següents.

(1) L'error de model causat per la simplificació de funcions trigonomètriques.

(2) Fricció. Hi ha fricció entre la corda de molla de fulla de diamant i l'eix de muntatge.

(3) Error de processament. Hi ha errors en la mida real de la canya, etc.

(4) Error de muntatge. L'espai entre el forat d'instal·lació de la corda de la molla amb forma de diamant i l'eix, el buit d'instal·lació del dispositiu de plataforma de prova, etc.

4.5 Comparació de rendiment amb una frontissa flexible de rigidesa zero típica A la literatura [4], es va construir una frontissa flexible de rigidesa zero ZSFP_CAFP mitjançant un pivot de flexió d'eix creuat (CAFP), tal com es mostra a la figura 25.

Comparació de la frontissa flexible de rigidesa zero ZSFP_IORFP (Fig. 21) i ZSFP_CAFP (Fig. 25) construït amb les frontisses flexibles de l'anell interior i exterior

(1) ZSFP_IORFP, l'estructura és més compacta.

(2) L'interval de cantonada de ZSFP_IORFP és petit. El rang de cantonada està limitat pel rang de cantonada de la pròpia frontissa flexible; el rang de cantonada de ZSFP_CAFP80°, ZSFP_IORFP rang de cantonada40°.

(3) ±18°En el rang de cantonades, ZSFP_IORFP té una qualitat superior de rigidesa zero. La rigidesa mitjana de ZSFP_CAFP es redueix un 87% i la rigidesa mitjana de ZSFP_IORFP es redueix un 93%.

5 conclusió

Prenent la frontissa flexible dels anells interior i exterior sota un parell pur com a subsistema de rigidesa positiva, s'ha fet el treball següent per construir una frontissa flexible de rigidesa zero.

(1) Proposeu un mecanisme de rotació de rigidesa negativa——Per al mecanisme de molla de manovella, es va establir un model (Fórmula (6)) per analitzar la influència dels paràmetres estructurals sobre les seves característiques negatives de rigidesa i es va donar el rang de les seves característiques negatives de rigidesa (Taula 1).

(2) En combinar les rigideses positives i negatives, s'obtenen les característiques de rigidesa de la molla en el mecanisme de la molla de la manivela (equació (16)) i s'estableix el model (equació (19)) per analitzar l'efecte dels paràmetres estructurals del mecanisme de molla de la manivela sobre la qualitat de rigidesa zero de la frontissa flexible de rigidesa zero Influència, teòricament, dins de la carrera disponible de la frontissa flexible dels anells interior i exterior (±20°), la reducció mitjana de la rigidesa pot arribar al 97%.

(3) Proposeu una rigidesa personalitzable“primavera”——Es va establir una corda de molla amb forma de diamant per establir el seu model de rigidesa (equació (23)) i es va verificar pel mètode d'elements finits.

(4) S'ha completat el disseny, el processament i les proves d'una mostra compacta de frontissa flexible de rigidesa zero. Els resultats de la prova mostren que: sota l'acció del parell pur, el36°En el rang d'angles de rotació, en comparació amb les frontisses flexibles de l'anell interior i exterior, la rigidesa de la frontissa flexible de rigidesa zero es redueix un 93% de mitjana.

La frontissa flexible de rigidesa zero construïda només està sota l'acció del parell pur, que es pot adonar“rigidesa zero”, sense considerar el cas de suportar condicions de càrrega complexes. Per tant, la construcció de frontisses flexibles de rigidesa zero en condicions de càrrega complexes és el focus d'investigació posterior. A més, reduir la fricció que hi ha durant el moviment de frontisses flexibles de rigidesa zero és una direcció d'optimització important per a frontisses flexibles de rigidesa zero.

referències

[1] HOWELL L L. Mecanismes compatibles[M]. Nova York: John Wiley&Sons, Inc, 2001.

[2] Yu Jingjun, Pei Xu, Bi Shusheng, etc. Progrés de la investigació sobre mètodes de disseny de mecanismes de frontissa flexible[J]. Revista xinesa d'enginyeria mecànica, 2010, 46(13):2-13. Y u jin campió, PEI X U, convocatòria BIS, ETA amunt. Mètode de disseny d'última generació per a mecanismes de flexió[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2010, 46(13):2-13.

[3] MORSCH F M, Herder J L. Disseny d'una junta genèrica de rigidesa zero[C]// ASME International Design Engineering Conferences. 2010:427-435.

[4] MERRIAM E G, Howell L L. Enfocament no dimensional per a l'equilibri estàtic de flexions rotacionals [J]. Mecanisme & Teoria de la màquina, 2015, 84(84):90-98.

[5] HOETMER K, Woo G, Kim C, et al. Elements de construcció de rigidesa negativa per a mecanismes de compliment estàtic equilibrat: disseny i proves[J]. Revista de Mecanismes & Robòtica, 2010, 2(4):041007.

[6] JENSEN B D, Howell L L. El modelatge de pivots de flexió d'eix transversal [J]. Mecanisme i teoria de la màquina, 2002, 37(5):461-476.

[7] WITTRICK W H. Les propietats dels pivots de flexió creuats i la influència del punt en què es creuen les tires [J]. The Aeronautical Quarterly, 1951, II: 272-292.

[8] l IU l, BIS, yang Q, ETA. Disseny i experiment de pivots generalitzats de flexió de triple creu aplicats als instruments d'ultra precisió[J]. Review of Scientific Instruments, 2014, 85(10): 105102.

[9] Yang Qizi, Liu Lang, Bi Shusheng, etc. Investigació sobre les característiques de rigidesa rotacional de la frontissa flexible de canya de tres creus generalitzada [J]. Chinese Journal of Mechanical Engineering, 2015, 51(13): 189-195.

yang Q I paraula, l IU Lang, veu BIS, ETA. Caracterització de la rigidesa rotacional dels pivots generalitzats de flexió de molla triple creuada [J]. Journal of Mechanical Engineering, 2015, 51(13):189-195.

[10] l IU l, Zhao H, BIS, ETA. Recerca de la comparació del rendiment de l'estructura de la topologia dels pivots de flexió de molla creuada[C]// ASME 2014 International Design Engineering Technical Conferences and Computers and Information in Engineering Conference, agost 17–20, 2014, Buffalo, Nova York, EUA. ASME, 2014 : V05AT08A025.

[11] l IU l, BIS, yang Q. Característiques de rigidesa de l'interior–Pivots de flexió de l'anell exterior aplicats als instruments d'ultra precisió [J]. ARXIU Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers Part C Journal of Mechanical Engineering Science 1989-1996 (vols 203-210), 2017:095440621772172.

[12] SANCHEZ J A G. Criteris for the Static Balancing of Compliant Mechanisms[C]// ASME 2010 International Design Engineering Technical Conferences and Computers and Information in Engineering Conference, agost 15–18, 2010, Montreal, Quebec, Canadà. ASME, 2010:465-473.

[13] AWTAR S, Sen S. Un model de restricció generalitzada per a flexions de feix bidimensional: formulació d'energia de deformació no lineal [J]. Journal of Mechanical Design, 2010, 132: 81009.

Sobre l'autor: Bi Shusheng (autor corresponent), home, nascut el 1966, metge, professor, director de doctorat. La seva principal direcció de recerca és mecanisme totalment flexible i robot biònic.